42CrMo钢热变形行为及热加工图研究

使用Gleeble-3800热模拟机对42CrMo钢在变形温度为1 123～1 223 K,变形速率为0.1～10 s^-1下进行热压缩实验,研究了其热变形行为,构建了42CrMo钢的本构方程;通过对材料常数(α,n,Q和ln A)的分析,得到了流动应力的预测模型;绘制了42CrMo钢的热加工图,得到最优热加工工艺区间。结果表明：材料对温度、应变速率敏感,其流变应力随着变形温度增加和应变速率降低而减小。流动应力预测模型预测精度为0.987,42CrMo钢最优工艺范围为：变形温度1 140～1 223 K,应变速率0.1～1.5 s^-1。本研究可对42CrMo钢热变形加工工艺制定提供指导。     

耐热钢2Cr12Ni4Mo3VNbN的热变形行为

采用Gleeble-3500热模拟试验机，研究了耐热钢2Cr12Ni4Mo3VNbN在变形温度为900～1200℃、应变速率为0.01～1 s^-1、变形量为0.5条件下的热压缩变形行为和微观组织演化规律。基于真应力-真应变曲线分析不同变形温度和应变速率对试验钢热变形行为的影响，采用Arrhenius双曲正弦方程构建耐热钢2Cr12Ni4Mo3VNbN的流变应力本构模型，并结合动态材料模型(DMM)绘制了热加工图。结果表明，流变峰值应力随变形温度升高或应变速率下降而降低，在应变速率为0.1 s^-1时，变形温度达到1000℃后开始出现再结晶，且随变形温度升高再结晶晶粒越大；在不同温度下组织中均发现有δ铁素体，其含量随温度升高而增加。结合热加工图和微观组织分析，确定了耐热钢2Cr12Ni4Mo3VNbN的最佳热加工区域为1068～1172℃, 0.08～0.12 s^-1。     

GH141镍基高温合金的热变形行为和组织演变

通过热压缩实验研究了GH141镍基高温合金在变形温度为1040～1160℃、应变速率为0.01～10 s^-1条件下的热变形行为和组织演变，分析变形温度和应变速率对流变行为的影响，对流变应力进行摩擦、温度和应变修正补偿，用修正后的流变应力构建更加精准的本构方程并绘制热加工图，分析不同热加工区的微观组织演变以验证得到的最优热加工区。结果表明：压缩流变应力对变形温度和应变速率较为敏感，综合摩擦、温度变化和应变补偿修正的本构方程能较好地预测不同变形条件下的热压缩流变应力，结合热加工图及不同热加工区域内的微观组织演变确定最优热加工区为变形温度1130～1145℃、应变速率为0.1～5 s^-1，此区域内动态再结晶完全，晶粒内部几乎不存在畸变，晶粒组织为等轴晶，且较均匀。     

基于摩擦修正的GE1014钢热本构方程及热加工图

对GE1014钢进行了热变形温度为850～1200℃、应变速率为0.01～10 s^-1、应变量为0.7条件下的高温轴向压缩试验，对流变曲线进行了摩擦修正，建立了GE1014钢的热本构方程和Z参数方程，基于动态材料模型理论建立了GE1014钢的热加工图，并通过材料变形后的显微组织分析确定了热加工图的准确性和最后热变形区域。结果表明，摩擦效应在低变形温度或高应变速率条件下对GE1014钢的高温流变曲线影响显著；计算得到摩擦修正后的GE1014钢的热变形激活能为400.197 kJ·mol^-1;当试验钢的真应变为0.4和0.7时，在试验条件下的高温、低应变速率区的能量耗散效率η达到最大值0.34。综合分析热加工图及试验钢的显微组织，确定了GE1014钢在变形温度为1100～1150℃、应变速率为0.1 s^-1条件下能够获得均匀、细小的完全动态再结晶组织，此时GE1014钢的热加工性能最好。     

轻轨用55Q钢的高温流变应力本构模型

通过Gleeble-3800热模拟实验机,在应变速率为0.1～20 s^-1、变形温度为900～1200℃的条件下对轻轨用55Q钢进行轴向单道次压缩实验,得到55Q钢的真应力-真应变曲线,并分析研究了不同热加工条件对55Q钢高温流变应力的影响。实验结果表明：在相同变形温度下,低应变速率时的流变应力较低,在相同应变速率下,高温时的流变应力较低,说明低应变速率和高温有利于动态软化。对流变应力、应变速率和变形温度之间的关系进行线性拟合,建立了55Q钢的修正Johnson-Cook本构模型和基于应变补偿的Arrhenius本构模型,对比两种模型发现,基于应变补偿的Arrhenius本构模型的预测精度更高,能够较好地揭示55Q钢的热变形特性。     

00Cr12Ni11Mo1Ti2高强度不锈钢的热加工图与显微组织分析

为了获得00Cr12Ni11Mo1Ti2高强度不锈钢热加工图，优化其热加工工艺参数，采用Gleeble-3800型热模拟试验机，在变形温度为850～1150℃,应变速率为0.01～10 s^-1的条件下对试验钢进行了热压缩试验，研究了其热变形行为。构建了试验钢在峰值流变应力下的本构方程，并且基于动态材料模型构建了能量耗散图，并分别采用Prasad和Murthy两种失稳判据构建了试验钢的塑性失稳图。结果表明：00Cr12Ni11Mo1Ti2钢在能量耗散率低于0.3的变形区间内同样可以发生动态再结晶，在应变速率为1.0～10 s^-1,变形温度为850～1000℃的区间内，试验钢仅发生了部分动态再结晶且伴有大量的局部变形带产生，与Murthy准则预测的塑性失稳区更加吻合；在变形温度为1050～1150℃,应变速率为0.01～10.0 s^-1的区间内试验钢具有最佳的热加工性能，可获得细小均匀的原奥氏体晶粒组织。     

基于微观机理的电磁铸造35CrMo钢的高温流变本构方程

采用Gleeble-3810热模拟试验机,在变形温度为850~1150℃,应变速率为0.01~10 s-1条件下对电磁铸造35CrMo钢进行等温恒应变速率压缩试验,研究了应变温度、应变速率对35CrMo钢的高温流变应力行为的影响。以应力-位错关系和动态再结晶动力学为基础,分别构建了35CrMo钢临界应变前后的本构方程。结果表明:35CrMo钢的流变应力与应变速率呈正相关,与应变温度则呈负相关;高温低应变速率下的流变应力曲线呈现明显的动态再结晶现象,显微组织分析显示,降低应变温度和提高应变速率能有效细化变形组织晶粒。而Deform-3D有限元模拟表明,构建的本构方程能够准确预测电磁铸造35CrMo钢的高温流变应力。     

30CrNi3MoV钢的热变形行为及热加工图

采用Gleeble-3500热模拟试验机对30CrNi3MoV钢进行单向热压缩试验,研究了其在变形温度950~1150 ℃、应变速率0.01~10 s^-1的热变形行为,构建了应变补偿型流变应力本构方程,并绘制出该钢的热加工图。结果表明,30CrNi3MoV钢真应力-真应变曲线有3种不同特征:高温小应变速率时,表现为典型的动态再结晶过程;低温小应变速率时,曲线为动态回复特征;应变速率较大时,应力随应变的增大而增大,无明显的峰值应力。采用5次多项式拟合构建的应变耦合流变应力本构方程具有高的精确度,采用该方程获得的预测值与试验值的平均相对误差为3.2%,相关性系数R值为0.993。从热加工图中得到试验钢最佳的热加工工艺参数范围是:变形温度为1020~1150 ℃、应变速率为0.03~0.35 s^-1。     

34CrNiMo6钢的高温流变行为及热加工图

研究了34CrNiMo6钢的高温流变特性，并获得了其最佳热加工工艺窗口。首先，使用Gleeble-3500热模拟实验机对34CrNiMo6钢在变形温度为1173～1473 K、应变速率为0.001～1 s^-1条件下进行等温热压缩实验，得到了不同应变速率和变形温度下的真实应力-真实应变曲线，并用Arrhenius模型对材料本构关系进行多元非线性回归，结果表明其回归精度较高。其次，使用流变数据构建了34CrNiMo6钢的热加工图并进行分析，考虑到所有应变情况，34CrNiMo6钢热加工工艺窗口应避开变形温度低于1300 K、应变速率高于0.05 s^-1和变形温度高于1400 K、应变速率高于0.14 s^-1的区域。最后，金相分析表明：34CrNiMo6钢在应变速率敏感系数、能量耗散率及失稳判据较小的区域具有晶粒不均匀、晶界不规则的特点，这是由于此时动态再结晶不完全；而在应变速率敏感系数、能量耗散率及失稳判据较大的区域发生完全动态回复和动态再结晶，组织比较均匀。     

0.30C-Cr-W渗氮轴承钢的热变形特性

为了探究0.30C-Cr-W渗氮轴承钢的最佳动态再结晶条件和热变形机理,利用Gleeble3800热模拟试验机对试验钢进行了等温热压缩模拟试验,试验变形温度为750~1050 ℃,应变速率0.01~10 s^-1,变形量60%。结果表明,峰值应力随变形温度的降低和应变速率的升高而增大,在应变速率为0.01∼0.1 s^-1,变形温度为950~1050 ℃时,发生明显动态再结晶;具有双曲正弦函数型的本构方程能较好地描述0.30C-Cr-W渗氮轴承钢的流变行为;0.30C-Cr-W渗氮轴承钢的形变激活能为442.022 kJ/mol。基于动态材料模型和流变应力数据建立了热加工图。通过热加工图及微观组织的观察确定了变形温度950∼1050 ℃,应变速率0.01∼0.15 s^-1为最佳热变形条件;变形温度750∼950 ℃,应变速率1.2∼10 s^-1为流变失稳区。     

Fe-0.1C-5Mn中锰钢热变形行为研究

通过Gleeble-3500热机械模拟机研究了Fe-0.1C-5Mn中锰钢在950～1 150℃变形温度、0.001～1 s^-1应变速率下的高温变形行为。根据单道次热压缩的真应力-真应变曲线，分析了变形条件对流变应力的影响，发现高温和低应变速率有利于动态再结晶的发生。引入Zener-Hollomon参数，建立本构方程，得到钢的热变形激活能为256.317 kJ/mol。通过对试验数据的拟合，建立了中锰钢动态回复和动态再结晶的分段流变应力模型，结果表明：模型预测值与试验值吻合较好，证明了所建模型的可靠性。     

X12CrMoWVNbN钢的热变形行为及热加工图

利用Gleeble3180热模拟试验机,在变形温度为950~1100 ℃,应变速率为0.001~1 s^-1,真应变为0.7的条件下,对X12CrMoWVNbN钢进行了高温单向热压缩试验。通过不同条件下的高温流变曲线分析了变形温度和应变速率对试验钢热变形力学行为的影响。以Arrhenius方程为本构模型,建立了能够预测该钢流动应力的本构方程。基于动态材料模型和试验参数、结果,绘制了该钢不同应变量下的热加工图并结合图进行了组织分析。结果表明,流变峰值应力和稳态应力随温度降低或应变速率升高而升高;功率耗散系数随应变速率降低和变形温度的升高而增大;最优热加工区域功率耗散系数η的值都在0.4以上,且这些区域的变形组织晶粒均匀细小;0.3、0.4、0.5和0.6应变下的最优热加工区域都处于变形温度1050~1100 ℃、应变速率0.001~0.003 s^-1的范围。     

Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si合金的高温塑性变形行为及热加工图

采用Gleeble-1500热模拟试验机进行等温恒应变速率热压缩实验，探究了Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si合金在应变速率为0.1～10 s^-1、变形温度为1173～1323 K及最大变形量为60%条件下的高温塑性变形行为。探究了工艺参数对真应力-真应变曲线的影响，采用Arrhenuis模型构建了耦合应变的本构方程，基于动态材料模型及Babu流变失稳准则构建了热加工图。结果表明，Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si合金的流动应力随应变速率的减小及变形温度的增加呈下降并趋于平稳的趋势，且温度敏感性在低温区比高温区强。真应力-真应变曲线在变形温度1173～1273 K下的α+β相区呈现出动态再结晶特征，在变形温度为1323 K的β相区呈现出动态回复特征。建立的耦合应变的Arrhenuis本构方程具有较高的预测精度。利用Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si合金热加工图，确定了该合金最优塑性变形工艺参数为变形温度为1230～1323 K和应变速率为0.1～0.816 s^-1。     

基于热加工图的双相不锈钢热成形机制及工艺优化

采用Gleelbe-3500热力模拟试验机对2507双相不锈钢在900～1 150℃,以0.01～10 s^-1的应变速率进行了单向热压缩试验,以研究热变形参数对其热加工行为的影响。根据热压缩变形时的真应力-真应变曲线获得双相不锈钢基于动态材料模型理论的热加工图,并通过金相检验对热加工图进行验证。结果表明：2507双相不锈钢的真应力-真应变曲线有两个特征,即高温或应变速率较大时的动态回复和低温或应变速率较小时的动态再结晶。根据热变形方程计算得到该双相不锈钢的热变形激活能Q为473.01 kJ/mol,并构建了峰值应力本构方程。结合不同变形条件下的应力-应变曲线和显微组织,建立了2507双相不锈钢的热加工图,并确定了其最佳的热加工工艺区间为变形温度950～1 100℃,应变速率0.01～0.85 s^-1,该区域的功率耗散系数均大于0.3,发生了明显的奥氏体动态再结晶。     

AM355不锈钢的热变形行为

使用Gleeble-3800热模拟试验机对锻造态AM355不锈钢进行等温热压缩试验,应变速率选择0.01~10 s^-1,变形温度选择1173~1423 K。热变形后的组织通过光学显微镜、电子背散射衍射、透射电镜进行观察。基于Arrhenius模型采用峰值应力构建了本构方程,并对其改进得到了准确度更高的本构方程。采用动态材料模型构建了热加工图。由热加工图与变形后的组织得到了真应变为0.9时的热加工窗口。结果表明,适用于AM355钢的最优热加工区域为变形温度1250~1300 K、应变速率0.01~0.03 s^-1与变形温度1300~1400 K、应变速率0.01~10 s^-1及变形温度1400~1423 K、应变速率0.5~10 s^-1,该区域下能量耗散率均小于0.36,且发生了完全的动态再结晶。此外,还确立了完全动态再结晶时奥氏体晶粒尺寸d_drx与Z参数的关系。     

40Cr钢热变形行为及热加工图

为研究40Cr钢的热变形行为和热加工性能，在Gleeble1500型热模拟试验机上对40Cr钢进行了不同参数下的等温热压缩试验，建立了包含再结晶特征的40Cr钢高温流变应力模型，并绘制了其热加工图。结果表明，所建立的流动应力模型能够很好地预测40Cr钢不同热变形条件下的应力-应变曲线。观察了不同变形条件下热压缩试样的微观组织，发现失稳区域为不完全动态再结晶的“项链”组织，非失稳区域中耗散值较小区域和较大区域分别为平均晶粒尺寸为128.2和20.4μm的动态再结晶组织，验证了热加工图的可靠性。结合微观组织观察和热加工图分析，可以确定40Cr钢的最佳热加工区域为温度1050～1150℃、应变速率1～10 s^-1。     

316L/Q420双金属热变形行为及热加工图

为研究不锈钢和低合金高强钢双金属的高温变形行为，对316L/Q420双金属进行了温度为950～1150℃、应变速率为0.01～10 s^-1、最大变形量为50%的单向热压缩试验，通过观察试验结果，研究了该双金属的热变形行为，进而构建了基于Z参数的Arrhenius本构方程，并应用动态材料模型和Prasad失稳判据绘制了应变分别为0.1、0.3、0.5和0.7时的热加工图。结果表明，316L/Q420双金属热变形具有典型的动态再结晶型特征，流变应力随温度的升高和应变速率的降低而减小；根据所建本构方程得到的预测应力与试验值之间有良好的线性相关性。对应热加工图，综合分析了碳钢侧微观组织状态和脱碳层厚度，确定了最优热加工工艺窗口为：变形温度为1110～1150℃,应变速率为1.284～10 s^-1。     

基于摩擦-温度双修正的Maraging250钢热变形行为及热加工图

采用Gleeble-3800热模拟试验机,通过热压缩试验研究了变形温度900~1200 ℃、应变速率0.001~10.0 s^-1时,Maraging250钢的热变形行为,综合考虑摩擦效应和变形热效应,对流变应力曲线进行摩擦修正和温度修正,建立双修正条件下的Maraging250钢本构方程和热加工图,并针对真应变为1.2的热加工图分析了试验钢在不同变形条件下的微观组织变化。结果表明,在相同试验条件下,变形温度降低或应变速率升高,摩擦效应对试验钢流变应力影响越显著;变形热仅在低温、高应变速率条件下对流变应力有显著影响。由变形热引起的最大温升约80 ℃、流变应力最大变化约20 MPa。利用双修正的流变应力曲线计算出试验钢的热变形激活能为393.552 02 kJ/mol,并建立了Z参数方程和本构方程,绘制了真应变ε=0.4、0.8和1.2的热加工图。结合微观组织分析,Maraging250钢在1000～1125 ℃、0.001～1.0 s^-1范围内能获得均匀细小的动态再结晶组织,具有较佳的热加工性能。     

低碳马氏体不锈钢热变形行为及本构方程

为研究低碳马氏体不锈钢的热变形行为，利用Gleeble-3800热模拟试验机对该材料进行不同温度的压缩变形试验，利用流变应力曲线构建了基于Arrhenius双曲正弦模型的本构方程，并建立试验材料的热加工图，最后对比分析试验材料在不同变形条件下的显微组织。结果表明，材料在高变形温度与低应变速率下变形时主要发生动态再结晶现象，在低变形温度与高应变速率下变形时主要发生加工硬化现象，流变应力的理论值与实测值的线性相关系数为0.995 5,验证了本构方程的准确性；结合热加工图分析和显微组织观察，得出该材料的失稳工艺窗口区域为变形温度1 020～1 120℃、应变速率0.01～1 s^-1;材料的最佳工艺窗口区域为变形温度900～1 150℃、应变速率0.003～0.01 s^-1。变形温度的提高有利于将粗大变形组织逐渐转变成细小的等轴组织，应变速率的降低同样有利于发生动态再结晶，但过低则会延长变形时间，导致再结晶晶粒逐渐长大与粗化。     

Mg-Zn-Zr-Ce合金高温变形行为与热加工性能研究

采用Gleeble 3800热模拟机对Mg-6Zn-0.5Zr-0.5Ce镁合金进行了高温压缩变形实验,分析了该合金在变形温度为523—673 K,应变速率为0.001—1.0 s^-1条件下的流变应力变化规律.结果表明,变形温度和应变速率对流变应力具有显著影响,流变应力随变形温度的升高和应变速率的降低而减小;在较高变形温度和较小变形速率下,流变应力随真应变的增加至峰值后即呈稳态流变特征.采用双曲正弦函数拟合曲线.确定了该合金的变形表观激活能为145.76 kJ/mol;建立了可用于描述该镁合金的流变应力的单隐层前馈误差反向传播人工神经网络模型.利用动态材料模型构建了热加工图,结合组织观察认为,该合金在648—673 K,应变速率为0.1 1.0 s^-1条件下发生动态再结晶;而同样应变速率下,温度低于573 K时材料在变形过程中由于机械孪生导致开裂.由交滑移所产生的机械回复位错控制着界面的形成,且动态再结晶模型表明该合金再结晶主要受界面迁移所控制.